陳盛廣，王軍民，鄧玲惠，石巍巍，陳冬明，李楠林

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.浙江浙能紹興濱海熱電有限責(zé)任公司，浙江 紹興 312000；3.華能洛陽(yáng)熱電有限責(zé)任公司，河南 洛陽(yáng) 471000）

高溫蒸汽管道的安全性至關(guān)重要，一旦發(fā)生事故，易造成人員傷亡及較大經(jīng)濟(jì)損失[1]。管道異常位移引起管道應(yīng)力、推力超標(biāo)等力學(xué)問(wèn)題是動(dòng)力管道早期失效、壽命縮短的重要因素。同時(shí)，發(fā)生管道焊縫開(kāi)裂、汽輪機(jī)軸振增大及支吊架損壞等事故的風(fēng)險(xiǎn)也極高。

高溫蒸汽管道異常位移現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生，相關(guān)系統(tǒng)性的研究及文獻(xiàn)較少，Ghaffar M H A 等[2]研究提出管道偏離設(shè)計(jì)位置會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力升高甚至失效；高揚(yáng)[3]研究了再熱蒸汽管道膨脹異常情況，認(rèn)為支吊架安裝型號(hào)錯(cuò)誤及性能較差是管道膨脹異常的主要原因；李英等[4]研究認(rèn)為支吊架卡澀引起了管道膨脹受阻；文獻(xiàn)[5-6]研究了主蒸汽及再熱蒸汽管道異常膨脹問(wèn)題，均將其原因定性為管道壁厚偏大及性能不佳等造成的支吊架載荷偏差，未對(duì)連續(xù)布置較多恒力支吊架的管道與載荷偏差敏感性的關(guān)系這一重要因素開(kāi)展研究，也未提出改善管道穩(wěn)定性的措施；王軍民等[7-8]研究了低溫再熱蒸汽管道線(xiàn)狀偏離機(jī)理，給出了凝結(jié)水管道異常位移是由于支吊架類(lèi)型及安裝位置不合理所致。上述研究提出了引起管道異常位移的多種因素，但均未考慮管道的穩(wěn)定性，未系統(tǒng)及定量地研究高溫蒸汽管道異常位移產(chǎn)生原因、安全性評(píng)估及有效的防治方法。

本文通過(guò)研究獲得管道異常位移產(chǎn)生原因、防治及安全性評(píng)估方法，實(shí)現(xiàn)了管道力學(xué)安全性評(píng)估的精準(zhǔn)化，并在發(fā)電廠典型異常大位移案例中進(jìn)行了應(yīng)用與效果定量評(píng)估，取得了良好的效果。

1 高溫再熱蒸汽管道概況

某超超臨界1 000 MW 機(jī)組采用單爐膛、一次中間再熱、直流塔式爐，高溫再熱蒸汽管道（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“高再管道”）材質(zhì)為A335P92，設(shè)計(jì)溫度為608 ℃，設(shè)計(jì)壓力為5.94 MPa。高再管道由爐左、右2 路組成，兩側(cè)支管于爐后高再出口集箱引出并向下至三通處匯集，然后垂直下行至64 m 標(biāo)高后再向爐前布置，2 路水平管于爐前經(jīng)5～6 只彎頭自補(bǔ)償后垂直向下直達(dá)汽機(jī)房4.6 m，再經(jīng)水平“L”走向后垂直爬伸至中壓聯(lián)合汽閥（圖1）。

圖1 高再管道及支吊架布置示意Fig.1 Schematic diagram of layout of high temperature reheat steam pipeline and supports and hangers

圖2 防治前Z 方向熱位移實(shí)測(cè)值與原設(shè)計(jì)值Fig.2 The measured values and original design values of hot displacement in Z directions before treatment

2 異常位移產(chǎn)生原因

2.1 管道及支吊架布置

高再管道呈多彎多起伏布置，單側(cè)管系共布置有5 段垂直管段；剛性吊架與剛性吊架（或端口設(shè)備）之間管道水平彎頭最大數(shù)量為4 個(gè)；單側(cè)管系僅布置了2 組剛性吊架，Z方向剛性約束較少；爐側(cè)左右水平管剛性吊架兩側(cè)分別連續(xù)布置了8 組及15 組恒力吊架。設(shè)計(jì)的恒力吊架要求其具有在垂直位移過(guò)程中輸出載荷基本不變的特性，一旦恒力吊架實(shí)際輸出載荷與設(shè)計(jì)值出現(xiàn)偏差，載荷偏差將無(wú)法向鄰近支吊架轉(zhuǎn)移。當(dāng)恒力吊架實(shí)際輸出載荷小于設(shè)計(jì)值時(shí)，管道出現(xiàn)“下沉”現(xiàn)象，當(dāng)實(shí)際輸出載荷大于設(shè)計(jì)值時(shí)，管道向下熱位移不足。因此，連續(xù)布置過(guò)多恒力吊架的管道對(duì)支吊架載荷偏差較為敏感，管系穩(wěn)定性較差。

此外，位于水平管段的剛性吊架L5、R3 兩側(cè)布置了大量的恒力吊架，實(shí)際上無(wú)法起到實(shí)質(zhì)性限制管道異常大位移的作用，反而充當(dāng)了兩側(cè)高再管道異常位移“蹺蹺板”的“支點(diǎn)”，爐后向下熱位移不足與爐前向上熱位移不足相互產(chǎn)生負(fù)作用影響，促使管道產(chǎn)生異常熱位移。

2.2 支吊架載荷設(shè)計(jì)分析

2.2.1 管道壁厚偏差

高再管道規(guī)格見(jiàn)表1。主管壁厚實(shí)測(cè)平均值為43 mm，較原計(jì)算值大3 mm，每米管質(zhì)量增加61.6 kg。支管壁厚實(shí)測(cè)平均值為32 mm，較原計(jì)算值大2 mm，每米管質(zhì)量增加29 kg。高再管道實(shí)際壁厚較原計(jì)算值大，因此按原設(shè)計(jì)壁厚計(jì)算的支吊架載荷偏小。

表1 高再管道規(guī)格Tab.1 Specification of high temperature reheat steam pipeline

2.2.2 支吊架附件質(zhì)量

高再管道阻尼器及限位支架管夾質(zhì)量共計(jì)19 324 kg（表2），其中，僅限位支架L13 管夾及拉撐桿總質(zhì)量達(dá)1 639 kg，上述零部件質(zhì)量在支吊架載荷設(shè)計(jì)時(shí)均未考慮，因此支吊架設(shè)計(jì)載荷偏小。

表2 阻尼器及限位支架管夾質(zhì)量 單位：kgTab.2 Weight of snubbers and restraint supports

2.2.3 恒力吊架性能不佳

載荷偏差度及恒定度是恒力吊架主要性能指標(biāo)，GB/T 17116.1—2018規(guī)定恒力吊架載荷偏差度不應(yīng)大于2%，恒定度不應(yīng)大于6%。表3 為5 組恒力吊架性能抽檢結(jié)果，其中載荷偏差度與恒定度均超標(biāo)，平均值分別為5.3%和12.9%。由載荷-位移測(cè)試曲線(xiàn)可知：當(dāng)?shù)觞c(diǎn)向下熱位移時(shí)，恒力吊架輸出載荷逐漸增加，管道向下熱位移受限，爐后垂直管向下熱位移嚴(yán)重不足；當(dāng)爐前水平管向上熱位移時(shí)，恒力吊架實(shí)際輸出載荷逐漸減小，管道向上熱位移不足。

表3 恒力吊架性能檢測(cè)結(jié)果Tab.3 Performance test results of constant support-hangers

2.2.4 管道冷位移計(jì)算

我上課時(shí)提了一個(gè)問(wèn)題：“開(kāi)頭第一段為什么不直接回憶小狗包弟的故事，而是要穿插一位藝術(shù)家的故事呢？”這個(gè)問(wèn)題看似很平常，其實(shí)具有很強(qiáng)的包蘊(yùn)性。它既為我們引出了故事發(fā)生的時(shí)代背景，又很好地過(guò)渡到了作者要講的主要故事，也深化了文章的主題。

采用國(guó)內(nèi)外通用管道應(yīng)力分析軟件CAESARⅡ，按照標(biāo)準(zhǔn)[9-10]的要求建立高再管道整體計(jì)算模型（圖3）。為提高計(jì)算的準(zhǔn)確性，建立了包含管道壁厚實(shí)測(cè)值、阻尼器及限位支架管夾質(zhì)量和恒力吊架實(shí)測(cè)性能的計(jì)算模型與評(píng)估方法。

圖3 高再管道計(jì)算模型Fig.3 The calculation model of high temperature reheat steam pipeline

Z方向冷、熱位移實(shí)際工況計(jì)算值與原設(shè)計(jì)值對(duì)比如圖4、圖5 所示。由圖4 可知，實(shí)際工況下各吊點(diǎn)Z方向冷位移計(jì)算值較原設(shè)計(jì)值（均接近0）均發(fā)生了明顯的變化，Z方向冷位移最大變化值在吊點(diǎn)R12 處，變化值為 132 mm，冷態(tài)時(shí)管道在Z方向產(chǎn)生了132 mm 的異常冷位移。由圖5 可知，各吊點(diǎn)Z方向熱位移計(jì)算值較原設(shè)計(jì)值均發(fā)生了較大的變化，Z方向熱位移最大變化值在吊點(diǎn)R12 處，原設(shè)計(jì)值為476 mm，計(jì)算值為-5 mm，熱位移反向，Z方向出現(xiàn)了嚴(yán)重的異常大位移。

圖4 Z 方向冷位移實(shí)際工況計(jì)算值與原設(shè)計(jì)值Fig.4 The calculated value and original design value of cold displacement in Z direction

圖5 Z 方向熱位移實(shí)際工況計(jì)算值與原設(shè)計(jì)值Fig.5 The calculated value and original design value of hot displacement in Z direction

3 改進(jìn)措施及防治效果

3.1 改進(jìn)措施

1）對(duì)支吊架類(lèi)型及載荷進(jìn)行重新配置。增加垂直方向剛性約束，將管道“分成”幾段，采取分段約束控制，使各段管道最大熱位移值均控制在一定范圍內(nèi)，同時(shí)便于異常載荷就近轉(zhuǎn)移。具體方法為：將爐右剛性吊架R3 更換為恒力吊架，將恒力吊架L9、R6、R12 更換為剛性吊架；新增2 組逆力彈簧吊架L15a、R16a[11-12]。逆力彈簧吊架可實(shí)現(xiàn)向下位移時(shí)，輸出載荷逐漸減小，向上位移時(shí)，輸出載荷逐漸增大，可有效補(bǔ)償原恒力吊架載荷不恒定的缺陷。

2）對(duì)支吊架進(jìn)行更換及優(yōu)化調(diào)整。將性能超標(biāo)的恒力吊架G5、G9、L27、G21、G23、R11 進(jìn)行了更換，將過(guò)載或欠載的吊架載荷調(diào)整至設(shè)計(jì)值，對(duì)偏斜超標(biāo)的吊架進(jìn)行偏裝，將影響管道熱位移的擠碰等因素消除。

3.2 防治效果評(píng)價(jià)

防治后Z方向熱位移變化情況如圖6、圖7 所示。由圖6、圖7 可知：防治前高再管道各吊點(diǎn)Z方向熱位移實(shí)測(cè)值嚴(yán)重偏離計(jì)算值，兩者比值均小于46%；防治后實(shí)測(cè)值與計(jì)算值接近，兩者比值均大于83%，Z方向異常位移得到了大幅改善。

圖6 防治后Z 方向熱位移實(shí)測(cè)值與計(jì)算值Fig.6 The measured value and calculated value of hot displacement in Z direction after prevention

圖7 防治前、后Z 方向熱位移實(shí)測(cè)值/計(jì)算值比值Fig.7 The ratio of measured value/calculated value of hot displacement in Z direction

3.3 力學(xué)安全性評(píng)價(jià)

3.3.1 應(yīng)力、推力及推力矩

防治前、后高再管道應(yīng)力、推力及推力矩計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4、表5。由表4 可知：防治前高再管道最大一次應(yīng)力σ1、最大二次應(yīng)力σ2分別為其許用值的86.3%、174.3%，分別超過(guò)原設(shè)計(jì)值51.6%、65.3%，最大一次應(yīng)力升高，最大二次應(yīng)力嚴(yán)重超標(biāo)；防治后高再管道最大一次應(yīng)力、最大二次應(yīng)力分別為其許用值的48.8%、54.3%，最大應(yīng)力較防治前均合格且大幅降低。

表4 防治前、后高再管道應(yīng)力計(jì)算結(jié)果Tab.4 The stress calculation results of high temperature reheat steam piping before and after prevention

由表5 可知，防治后，高再管道對(duì)集箱的推力、推力矩最大計(jì)算值分別為40 053 N、153 393 N·m，推力及推力矩均小于防治前計(jì)算值（311 849 N、347 646 N·m）及原設(shè)計(jì)值（80 213 N、156 809 N·m），高再管道對(duì)中壓聯(lián)合汽閥的推力、推力矩最大計(jì)算值分別為68 726 N、200 956 N·m，推力及推力矩均小于防治前計(jì)算值（71 108 N、328 681 N·m）及原設(shè)計(jì)值（89 567 N、270 278 N·m），推力及推力矩均合格。

表5 防治前、后高再管道推力及推力矩計(jì)算值Tab.5 The calculated values of thrust and thrust moment of high temperature reheat steam pipeline before and after prevention

3.3.2 剛性吊架載荷

防治前、后剛性吊架載荷如圖8 所示。由圖8a)可知，防治前剛性吊架L5、L22、R3、R23工作載荷均超過(guò)了原設(shè)計(jì)工作載荷及結(jié)構(gòu)載荷，分別為原設(shè)計(jì)工作載荷的1.8、1.9、1.4、2.0 倍，原設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)載荷的1.3、1.3、1.2、1.3 倍，上述4 組剛性支架存在斷裂風(fēng)險(xiǎn)。由圖8b)可知，防治后剛性吊架L5、L9、L22、R6、R12、R23 工作載荷均大幅降低，工作載荷計(jì)算值與原設(shè)計(jì)值接近且小于原設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)載荷。

圖8 防治前、后剛性吊架載荷Fig.8 Loads of the rigid support before and after treatment

4 結(jié)論與建議

1）高再管道產(chǎn)生異常位移的原因是多方面的，其一，高再管道呈多彎多起伏布置且垂直方向剛性約束較少導(dǎo)致垂直熱位移值過(guò)大及連續(xù)布置恒力吊架過(guò)多，導(dǎo)致管道穩(wěn)定性差；其二，管道實(shí)測(cè)壁厚偏大及支吊架（阻尼器、限位支架）零部件質(zhì)量未考慮，導(dǎo)致支吊架設(shè)計(jì)載荷偏??；其三，恒力吊架性能不達(dá)標(biāo)，實(shí)際輸出載荷與設(shè)計(jì)值存在偏差。

2）本文系統(tǒng)及定量地研究了高再管道異常位移產(chǎn)生原因，當(dāng)恒力吊架實(shí)際輸出載荷值與設(shè)計(jì)值出現(xiàn)偏差時(shí)，穩(wěn)定性較差的高再管道無(wú)法就近轉(zhuǎn)移載荷，在“蹺蹺板”效應(yīng)的作用下，高再管道產(chǎn)生異常大位移。

3）高再管道異常位移引起二次應(yīng)力超標(biāo)、端點(diǎn)推力（矩）超過(guò)原設(shè)計(jì)值，管道及相連設(shè)備存在安全隱患；多種因素產(chǎn)生的載荷偏差累積轉(zhuǎn)移至遠(yuǎn)端的剛性吊架并導(dǎo)致其超載。

4）采用分段約束控制及載荷補(bǔ)償為主的防治措施后，各吊點(diǎn)垂直熱位移實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的比值由防治前均小于46%提高至防治后均大于83%，異常大位移得到有效消除，管道及相連設(shè)備的力學(xué)安全性得到了大幅提高。